复合剪力连接件群钢-混结合段力学性能

周阳， 蒲黔辉， 施洲， 杨华平

(1．成都大学建筑与土木工程学院， 成都 610106； 2． 西南交通大学土木工程学院， 成都 610031)

混合梁斜拉桥一般中跨采用自重较轻和承载能力较高的钢梁以增加跨度，边跨采用自重较大和刚度较大的混凝土梁以增加结构整体刚度[1-2]。中国在1997年建成第一座混合梁斜拉桥——上海徐浦大桥，其主跨达590 m，至此展开了国内混合梁斜拉桥建设的序幕[3]，先后修建了武汉白沙洲大桥、昂船洲大桥、武汉二七长江大桥及潭江特大桥等代表性桥梁[4-6]。在建造初期混合梁斜拉桥这种桥型主要被用作公路桥，随着中国高速铁路在桥梁跨度、承载能力性能方面要求的提高，这种桥型逐渐被用于铁路桥或公铁两用桥[7]。

钢-混结合段作为连接中跨钢梁和边跨混凝土梁的关键结构，起到传递两者间荷载及变形的作用，是整个大桥设计的关键环节之一[8-9]。目前，钢-混结合段的设计构造类型可按承压板位置及有无格室进行分类，可细分为前承压板、后承压板及前后承压板式结合段和有格室、无格室式结合段，其中后承压板有格室式构造在众多混合梁斜拉桥中被采用，如九江长江公路大桥、南昌英雄大桥及鄂东长江大桥等[10-11]。

为实现钢-混结合段中力和变形的平顺传递，一般在结合段钢板上设置剪力连接件，剪力连接件是钢梁和混凝土梁共同工作的基础，也是钢-混结合段设计的关键[12]。已建混合梁斜拉桥钢-混结合段中通常采用剪力钉和PBL剪力键两种剪力连接件。众多学者针对两种剪力键开展了大量的推出试验、数值模拟及理论分析，获得了有关其承载能力、变形能力及疲劳性能等研究成果，但是针对两者共同使用形成的复合剪力键研究较少[13-15]。为充分发挥两种剪力键的力学特性，在混合梁斜拉桥中逐渐开始使用复合剪力键的设计构造形式[16-17]。

现以中国首座铁路混合梁斜拉桥——甬江大桥为研究对象，设计和制作其钢-混结合段局部格室足尺试验模型，通过数值模拟和模型试验对其复合剪力键传力性能进行分析，并分析两者在疲劳荷载后受力形态的变化，研究复合剪力键钢-混结合段的传力性能。

1 试验模型设计分析

1.1 桥梁概述

甬江大桥为双塔双索面双线混合梁斜拉桥，其主跨468 m，钢-混结合段设置在桥塔附近，承受弯矩较小的主梁处，故其主要承受轴向力作用。该结合段总长7.35 m，为后承压板-有格室式构造，并在格室顶板和底板设置直径为22 mm，高度和间距均为150 mm的剪力钉群；在腹板开直径为60 mm的孔群，并在孔群中插入直径为25 mm的钢筋以形成PBL剪力键，采用剪力钉和PBL剪力键形成的复合剪力键共同传递剪力。图1为甬江大桥钢-混结合段设计图。

1.2 试验模型设计与加载

为研究该钢-混结合段的受力特性及复合剪力键的受力状态，鉴于结合段中钢格室间的独立性，取其中受力最不利的一格室进行试验分析，模型尺寸与材料均与原桥一致。经全桥有限元模型分析可知，钢-混结合段最大和最小应力分别出现在最大正负弯矩工况。试验模型采用恒载和活载分别等效的原则，经等效分析钢-混结合面处在最大负弯矩工况下试验模型和原桥结构内力和应力的等效情况如表1所示。静力和疲劳试验均采用MTS进行加载。试验在疲劳荷载施加前进行一次静力加载，疲劳荷载施加后分别加载至1、2、5、10、20万次后进行静载试验，之后每隔20万次进行静载试验。根据Miner疲劳累计损伤理论，进行桥梁服役期内200万次疲劳验证试验，疲劳加载上下限分别为最大负弯矩工况下等效荷载1 598 kN(压力)和最大正弯矩工况下等效荷载118 kN(拉力)，之后将疲劳应力幅提高1.5倍进行100万次疲劳破坏试验，疲劳加载上下限分别为2 400 kN(压力)和180 kN(拉力)。

表1 试验模型与原桥结构内力和应力等效情况

1.3 试验模型测点布置

由于结合段主要承受轴向力，钢格室测点主要采用电阻式应变片测试纵向应力为主。选取沿结合段纵向11个截面在格室钢板外侧环形布置测点，由于结构和加载力为对称，故只在一侧腹板布置测点，同时，由于构造原因，顶板较底板和腹板短，故其只在6个截面布置测点，图2(a)为钢格室测点布置图。根据剪力钉和PBL剪力键受力特性，沿剪力钉高度和PBL剪力键贯穿钢筋上布置测点。为避开焊脚部分，同时根据剪力钉推出有限元模型计算结果，在距离剪力钉根部30 mm处，剪力钉轴向应力可达到一峰值，故剪力钉测点的布置图如图2(b)所示，分别距剪力钉根部30、60及120 mm处各布置一测点。PBL剪力键在贯穿钢筋上布置3个测点，其中2号测点布置于正中间，1号和3号测点沿钢筋轴向偏离腹板30 mm对称布置，其测点布置图如图2(c)所示。

2 有限元模型建立

应用大型有限元分析软件ANSYS，建立空间有限元模型，对结合段进行受力分析。其中钢箱梁采用SHELL63壳单元模拟，混凝土梁采用SOLID45实体单元模拟，剪力钉和PBL剪力键中贯穿钢筋采用BEAM44梁单元模拟，预应力钢绞线采用LINK8杆单元模拟。钢结构采用三角形单元自由网格划分，单元尺寸为30 mm，共划分网格数量为78 284，其中钢格室底板网格划分数量为15 443，钢格室顶板网格划分数量为8 841，钢格室一侧腹板网格划分数量为16 703。PBL剪力键和剪力钉采用自由划分网格方式，单元尺寸为30 mm，其中PBL剪力键共计划分网格数量为1 971，剪力钉共计划分网格数量为1 360。混凝土结构采用四面体单元映射网格划分，单元尺寸为30 mm，共划分网格数量为528 136。根据该结合段构造形式，承压板与结合段混凝土梁受轴向巨大压力作用，变形协调，根据剪力钉和PBL剪力键的受力特性，两者嵌入混凝土梁内部，故在有限元模型建立时将承压板、剪力钉、PBL剪力键的贯穿钢筋节点与对应混凝土节点进行耦合处理。考虑到结合段钢格室内部混凝土浇筑时可能存在欠密实等现象，故不考虑钢格室其余各钢板与混凝土梁之间摩擦力等相互作用，将两者作用形式按分离处理。

为对比甬江大桥钢-混结合段复合剪力键中剪力钉和PBL剪力键的力学性能，利用了ANSYS中生死单元来考虑剪力钉和PBL剪力键的单独作用，图3为有限元模型图。

3 结果分析

3.1 实测值与计算值对比分析

图4为沿结合段顶板和底板与腹板焊缝附近测点，在最大负弯矩工况下的原桥单格室有限元模型应力计算值和试验应力实测值的对比图。图5(a)为1号截面即腹板、顶底板与承压板连接处各测点的应力值，即图4中距承压板距离为0 mm的截面，图5(b)为6号截面即钢-混结合面各测点的应力值，即图4中距承压板距离为4 050 mm的截面。图5中括号外数据为测点实测应力值，括号内数据为各测点有限元计算应力值。从图4和图5中可以看出，除截面1腹板最上端测点外，其余测点计算值与实测值吻合较好，有限元模型能较好地模拟实际结构的受力情况。腹板最上端测点纵向应力实测值为-13.3 MPa，计算值为-34.2 MPa，两者差距较大。原因如图6和图7所示，实际结构中在此处开了过焊孔，有效避免了应力集中，减小了此处的应力水平，故在结合段设计及制作时应注意构造细节的设计和处理。

图5 代表性截面各测点实测及计算应力值

图6 结合段钢格室腹板纵向应力云图

图7 试验模型承压板端部构造图

3.2 剪力键静力传力性能分析

在不考虑结合段钢格室与混凝土梁之间的相互作用时，如图8所示，来自标准钢梁段的荷载经承压板的传递和分配，将一部分荷载直接传递给钢格室内填混凝土梁，另一部分荷载则传递给钢格室各钢板，再经设置在内部的剪力连接件传递给混凝土梁，最终将荷载全部传递至标准混凝土梁段。

图8 钢混结合段荷载传递示意图

选取有限元模型中结合段多个截面，对其正应力进行积分以获得钢格室承压板、顶底板(剪力钉)及腹板(PBL剪力键)的轴力传力比。图9为在最大负弯矩工况下原桥结构中同时采用剪力钉和PBL剪力键与剪力钉或PBL剪力键不参与传力工作情况下，通过钢格室剪力键传递至混凝土梁段的荷载比及沿结合段纵向荷载传递比的变化趋势。其中PBL、JLD和PBL+JLD分别为只有PBL剪力键参与传力工作、只有剪力钉参与传力工作和剪力钉和PBL剪力键同时参与传力工作3种情况。可以得出，只设置PBL剪力键或剪力钉和采用复合剪力键情况下，钢格室钢板的传力百分比分别为46.4%、55.1%和55.4%，即通过承压板直接传递给混凝土梁的荷载传力百分比为53.6%、44.9%和44.6%。经计算分析，原桥结构中剪力钉较PBL剪力键传递轴力更多，两者传力比约为6∶1。

图9 钢格室传力比变化

只采用PBL剪力键时承压板直接传递荷载比例较只采用剪力钉和复合剪力连接件时大较多，从而增加了承压板传力负荷。之后3种情况通过剪力键传递至混凝土梁荷载传力比变化类似，都呈现出结合段两端传力较多、中间传力较平缓的趋势，同时也说明了靠近结合段两端的剪力键传递荷载较多，受力较大，这与群钉效应结果吻合。可以考虑不等间距布置剪力键的形式，在端部位置密集布置，中间部位适当增大间距。

图10为钢格室顶底板、腹板荷载沿纵向变化趋势图，由于顶板较底板和腹板短，在顶板结束位置荷载传递比在底板和腹板有所增大。从图10(a)、图10(b)中可以看出，在钢格室设置剪力钉，有助于承压板将荷载分配到钢格室顶板和底板，可以明显提高顶底板的传递荷载比。若只在腹板设置PBL剪力键，由钢格室传递的荷载将全部由PBL剪力键传递，从图10(c)中可以看出，沿钢-混结合段纵向顶底板传递的荷载不断分配到腹板，导致腹板传递荷载比不断提高，相反，只在顶底板设置剪力钉时腹板荷载传递比下降非常快。可以从中得出，在顶底板设置剪力钉可以有效提高钢格室荷载传递比，还可以增加顶底板与混凝土梁的黏结度，防止掀起等不良现象；在腹板设置PBL剪力键可以提高腹板的传递荷载比，充分利用有格室式结合段中格室腹板的传力作用。

图10 钢格室各板沿纵向传递荷载比例化趋势图

3.3 剪力键传力疲劳性能分析

图11为底板靠近承压板端第一排剪力钉沿高度方向测点在最大负弯矩工况下应力变化曲线。格室内剪力钉一排四列布置，图11(a)和图11(b)分别为中间排和边排剪力钉在不同试验阶段的应力沿轴向变化图。可以看出，剪力钉轴向应力沿剪力钉高度增大不断减小，在距剪力钉根部120 mm处剪力钉应力水平极低，即在距剪力钉根部120～150 mm范围内的剪力钉部分基本不受力。但是剪力钉除了起到传递荷载的作用，还可以防止钢板与混凝土梁之间的掀起和分离，所以可以适当增加剪力钉的高度。在200万次疲劳验证试验后施加设计荷载，剪力钉测点的应力水平与疲劳试验前几乎一致；在300万疲劳破坏试验后施加1.5倍设计荷载后，可以看出剪力钉根部测点应力水平增大至2.2倍，剪力钉外缘最大压应力达208 MPa，进入了弹塑性受力状态，受力十分不利。

图11 底板剪力钉应力变化曲线

由于顶板靠近承压板受力最大的剪力钉测点后期测试不稳定，仅绘制出其在疲劳荷载之前在最大负弯矩工况下静载试验结果，如图12所示。可以看出，顶板剪力钉应力从剪力钉根部沿轴向呈现出先增大再减小的趋势，这与推出试验结果有一定差异，这可能是在混凝土浇筑时在顶板处不密实等原因造成的，而实验室混凝土浇筑条件优于现场施工条件，所以在现场施工时应尤其注意结合段中混凝土的施工质量。

图12 顶板剪力钉应力变化曲线

表2为试验不同阶段靠近承压板端受力较大PBL剪力键贯穿钢筋在最大负弯矩工况下的应力实测值。可以看出，在开孔钢板附近PBL剪力键的贯穿钢筋受力较大，沿钢筋轴向远离开孔钢板应力水平极低，这与推出试验研究结论一致。200万次疲劳验证试验后施加设计荷载，PBL剪力键贯穿钢筋应力有所增加，在300万次疲劳破坏试验后施加1.5倍设计荷载，PBL剪力键贯穿钢筋应力增加较多，说明在疲劳试验后PBL剪力键传剪能力不断提高。

表2 PBL剪力键测点应力值

3.4 钢格室应力变化分析

图13为疲劳试验各阶段钢格室顶板、底板及腹板靠近焊缝处沿纵向测点在最大负弯矩工况下应力图。由图13(a)、图13(b)可知，顶板测点在300万次疲劳荷载后变化幅度为200万次疲劳荷载后的1.5～1.9倍，尤其是靠近承压板端部测点在疲劳破坏荷载施加后为疲劳验证试验后的1.9倍，此处钢结构受力明显增大。底板测点在300万次疲劳荷载后变化幅度为200万次疲劳荷载后的1.4～1.6倍，与施加荷载增加倍数吻合，说明底板在累计300万次疲劳荷载施加后测点应力基本没有变化。腹板测点的计算值与200万次疲劳验证试验后静载测试值吻合较疲劳荷载施加前静载测试值好，在有限元计算时假定腹板与混凝土处于分离状态，说明在疲劳验证荷载后腹板和内填混凝土梁已经基本处于分离状态。

图13 钢格室各班沿纵向应力变化

4 结论

以铁路混合梁斜拉桥复合剪力键钢-混结合段为研究对象，通过数值模拟与模型试验结合的方法，对其静力和疲劳传力性能进行研究可以得到以下结论。

(1) 通过有限元模型计算结果与模型试验实测值进行对比分析，有限元计算结果能较准确地反映结构实际受力状态。钢-混结合段构造复杂，必须注重构造细节的设计，否则很容易引起应力集中，尤其在焊接部位。

(2) 对于该复合剪力键结合段，顶底板剪力钉较腹板PBL剪力键承担传递的剪力更多。采用复合剪力键或只采用剪力钉时，承压板传递轴力变化不大，但是只采用PBL剪力键时会增大承压板的负荷，承压板传递轴力比明显提高。剪力键的传力也表现出比较明显的群钉效应，端部剪力键传力较多，中间部位传力变化较平缓，可以考虑结合受力特点采用不等间距式的剪力键布置形式。同时顶底板剪力钉还起到防止钢板与混凝土梁之间的掀起分离作用，只采用PBL剪力键对结构受力不利。

(3)由于混凝土施工密实度等原因，底板剪力钉受力形态与推出试验结果一致，顶板剪力钉受力形态与推出试验结果有一定差异，在现场复杂的施工环境下，要注重和把控混凝土的施工质量。经过疲劳试验后，在最大负弯矩工况作用下，底板受力较大的剪力钉根部受力明显增大，已经进入弹塑性受力状态；PBL剪力键受力也有明显提高，但整体应力水平仍较低，而腹板的受力状态更接近于有限元计算中所假定的分离状态，说明疲劳试验后腹板与混凝土梁之间有一定的剥离。复合剪力键钢-混结合段的设计形式同时结合了剪力钉和PBL剪力键的力学性能优势，其设计受力合理。